一種熱管熔鹽堆塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)及分析

張 磊 陳興偉 戴 葉 鄒 楊

1（中國(guó)科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所 上海 201800）

2（中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049）

熱管是依靠?jī)?nèi)部工質(zhì)相變和連續(xù)循環(huán)實(shí)現(xiàn)熱量傳輸?shù)姆悄軇?dòng)換熱元件，具有傳熱效率高、熱流方向可逆、結(jié)構(gòu)緊湊和有效隔離一二次側(cè)流體等優(yōu)點(diǎn)［1］。近些年，熱管技術(shù)應(yīng)用于新型反應(yīng)堆設(shè)計(jì)成為主要研究趨勢(shì)［2］，熱管反應(yīng)堆堆型主要包括液態(tài)堆和固態(tài)堆。固態(tài)堆如美國(guó)國(guó)家航空航天局（National Aeronautics and Space Administration，NASA）的Kilopower 空間堆［3］、熱管火星/月球探測(cè)反應(yīng)堆（The Heat Pipe-Operated Mars Exploration Reactor，HOMER）［4］、Megapower 核反應(yīng)堆［5］、熱管分段熱電模塊轉(zhuǎn)換器（Heat Pipe-Segmented Thermoelectric Module Converters，HP-STMCs）空間堆［6］等堆型。液態(tài)堆包括鉛冷堆、鈉冷堆、熔鹽堆等。其中，熔鹽堆作為第四代先進(jìn)反應(yīng)堆的重要堆型之一，以高沸點(diǎn)熔鹽為核燃料，具有高溫輸出、常壓運(yùn)行、固有安全等特點(diǎn)，在安全性、資源和環(huán)保的可持續(xù)發(fā)展等方面有著顯著的先進(jìn)性和競(jìng)爭(zhēng)力，是各國(guó)爭(zhēng)先實(shí)現(xiàn)商業(yè)化部署的第四代堆型［7-8］?；跍夭畎l(fā)電的熱管熔鹽堆，結(jié)合了熔鹽堆、熱管和溫差發(fā)電的優(yōu)點(diǎn)，系統(tǒng)簡(jiǎn)化體積適中，具有很好的可操控性以及優(yōu)異的熱瞬態(tài)反饋性能，同時(shí)具有高可靠性與最低保養(yǎng)要求［9-10］，可靈活運(yùn)用于深海、陸基核電站等應(yīng)用場(chǎng)景，在能源系統(tǒng)領(lǐng)域具有極大的優(yōu)勢(shì)，對(duì)我國(guó)的科技和能源發(fā)展意義深遠(yuǎn)。

熱管熔鹽堆設(shè)計(jì)中，熱管直接插入堆芯，因熔鹽熱導(dǎo)率低，熱管排布需要相對(duì)密集以確保堆芯熱量有效導(dǎo)出［11］，給熱管冷凝段溫差發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)帶來(lái)了難題。由于發(fā)電片的平面結(jié)構(gòu)，傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中一般采用金屬板連接熱管和發(fā)電片熱端，發(fā)電片冷端金屬板內(nèi)設(shè)水冷回路［12］。王成龍等提出一種與高溫?zé)峁芡S的環(huán)形半導(dǎo)體溫差發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)，高溫?zé)峁艿恼舭l(fā)段可放置于熱源中，用于吸收熱量，冷凝段插入環(huán)形半導(dǎo)體溫差發(fā)電器，發(fā)電片冷端緊貼冷卻水套管內(nèi)壁面［13］。熱管排布密集及受到排布方式的限制，采用單管溫差發(fā)電耦合設(shè)計(jì)會(huì)加大系統(tǒng)復(fù)雜程度，而整體端座設(shè)計(jì)又無(wú)法確保中心區(qū)域的熱管有效散熱，進(jìn)而會(huì)降低溫差發(fā)電效率，不適用于熱管熔鹽堆溫差發(fā)電。本文針對(duì)熱管熔鹽堆發(fā)展需求，提出了一種塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)，并開展了模擬分析。

1 熱管溫差發(fā)電耦合系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 總體設(shè)計(jì)

如圖1所示，溫差發(fā)電系統(tǒng)包括熱端座、冷端座、熱端熱管、冷端熱管、溫差發(fā)電片和保溫棉。溫差發(fā)電片位于熱端座的外側(cè)壁與冷端座的內(nèi)側(cè)壁之間。熔鹽堆中的堆芯設(shè)有多根高溫?zé)峁懿⑿纬蔁峁苁?，熱管束的上部為堆芯熱管冷凝端。塔式發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，堆芯熱管冷凝端頂部高度沿?zé)峁苁赏舛鴥?nèi)依次升高，根據(jù)熱管冷凝端的頂部高度不同，熱管束由外至內(nèi)被分為第1個(gè)至第N個(gè)區(qū)域，即堆芯熱管冷凝端的頂部所處的位置共計(jì)具有N種不同的高度。溫差發(fā)電系統(tǒng)套設(shè)于熔鹽堆熱管冷凝端后，第1 層熱端套主要用于堆芯熱管冷凝端的第1個(gè)區(qū)域的熱量導(dǎo)出，第2 層熱端套主要用于堆芯熱管冷凝端的第2個(gè)區(qū)域的熱量導(dǎo)出，第N層熱端套用于堆芯熱管冷凝端的第N個(gè)區(qū)域的熱量導(dǎo)出，溫差發(fā)電片利用熱端座和冷端座兩側(cè)的溫差發(fā)電，即可將堆芯內(nèi)熱能轉(zhuǎn)換為電能。發(fā)電后系統(tǒng)的廢熱，可通過(guò)異型（受限于實(shí)際工作空間）中常溫冷卻熱管導(dǎo)出。

圖1 總體設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Overall design diagram

1.2 各部分結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

熱端座（圖2（a））與熔鹽堆中的堆芯熱管冷凝端相配合：堆芯熱管冷凝端依據(jù)頂端所處高度不同被分為從外至內(nèi)的第1個(gè)至第N個(gè)區(qū)域，相應(yīng)的熱端座也包括從下至上的第1層至第N層熱端套。熱端套中心區(qū)域用于通過(guò)上層區(qū)域所對(duì)應(yīng)的堆芯熱管，外緣區(qū)域設(shè)有堆芯熱管通道，用于容納與該層所對(duì)應(yīng)的堆芯熱管冷凝端。熱端座可采用導(dǎo)熱性好耐高溫的金屬材料，外側(cè)壁可設(shè)為正六棱柱等貼合發(fā)電片的形狀，中心區(qū)域可為實(shí)心或空心結(jié)構(gòu)。高溫?zé)峁芤话悴捎脡A金屬工質(zhì)熱管（運(yùn)行溫度450～1000℃），且對(duì)于熔鹽堆，宜選用哈氏合金等耐高溫腐蝕和輻照管殼材料。

圖2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì) (a) 熱端座及高溫?zé)峁埽?b) 冷端座及冷端熱管，(c) 高溫?zé)峁埽?d) 冷端熱管Fig.2 Structural design of hot-side tower and high-temperature heat pipes (a), cold-side tower and cooling heat pipes (b),high-temperature heat pipes (c), and cooling heat pipes (d)

冷端座（圖2（b））套設(shè)于熱端座外，與熱端座的結(jié)構(gòu)相同，冷端座具有從下至上的第1 層至第N層冷端套，冷端套的外徑從下至上逐層變小。熱端座的外側(cè)壁與冷端座的內(nèi)側(cè)壁之間貼有溫差發(fā)電片，為提高熱量利用率，可在熱端座頂部貼一定數(shù)量的發(fā)電片。冷端座設(shè)有用于容納冷端熱管的冷端熱管通道。受限于空間問(wèn)題及為了滿足冷端冷卻需求，對(duì)冷端熱管進(jìn)行了異型設(shè)計(jì)，冷端熱管的蒸發(fā)段繞設(shè)于冷端座內(nèi)，增大了和冷端座的接觸面積。冷端熱管可采用銅水熱管等中常溫?zé)峁埽ㄟ\(yùn)行溫度0～250℃），冷端熱管的冷凝端外側(cè)壁通過(guò)風(fēng)冷或水冷散熱。

1.3 塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)的參數(shù)

圖3 為小型熱管熔鹽堆設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)功率46kW，堆芯中37根直徑32mm 的高溫鈉熱管在堆芯呈同心圓布置，熱管蒸發(fā)段插入堆芯活性區(qū)，長(zhǎng)度為0.6m，總長(zhǎng)根據(jù)位置的不同為1～1.6m。冷凝段插入塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)中。溫差發(fā)電系統(tǒng)熱端座共分為4 層，每層形狀為正六棱柱，均采用實(shí)心結(jié)構(gòu)，材質(zhì)為銅。熱端座內(nèi)的熱管通道與堆芯熱管布局一致，可套于堆芯熱管冷凝段，銅座外側(cè)貼有溫差發(fā)電片。冷端座內(nèi)設(shè)通道可穿插中常溫?zé)峁?，塔座?nèi)側(cè)壁與貼有溫差發(fā)電片的熱端座外側(cè)壁結(jié)構(gòu)相適。塔式結(jié)構(gòu)可以增加表面積，以滿足溫差發(fā)電片所需換熱面積需求。溫差發(fā)電片高溫端貼于熱端銅座外表面，低溫側(cè)貼于冷端銅座內(nèi)表面，利用熱端座和冷端座之間的溫差來(lái)發(fā)電。中常溫?zé)峁懿迦肜涠算~座，將發(fā)電余熱傳遞至反應(yīng)堆堆艙上壁面，并最終排入海水中。

圖3 熱管熔鹽堆示意圖(a)和塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)(b)Fig.3 Diagram of heat-pipe molten salt reactor (a) and power generation system (b)

圖4 為熱端座示意圖及參數(shù)。根據(jù)4 層塔座的設(shè)計(jì)，堆芯內(nèi)高溫?zé)峁芄卜譃?圈，每圈熱管冷凝段根據(jù)散熱量需求和溫差發(fā)電片的布置而長(zhǎng)短不一。第一圈為堆芯最外層18根熱管，冷凝端長(zhǎng)度為14cm，插于第一層熱端塔座的外圍通道內(nèi)；第二圈為12根熱管，冷凝端長(zhǎng)度為29cm，經(jīng)第一層塔座后頂部15cm 長(zhǎng)度插于第二層塔座內(nèi)；第三圈為靠近中心的6根熱管，冷凝段長(zhǎng)度為39cm，其中有10cm插于第三層塔座中；第四圈為中心的1根高溫?zé)峁埽淠伍L(zhǎng)度為44cm，經(jīng)前述塔座的通道后有5cm長(zhǎng)度插于第4層塔座中。

圖4 熱端座示意圖及參數(shù)Fig.4 Schematic and parameters of the hot-side tower

發(fā)電片分別布置于塔座側(cè)面和頂部，布置示意及尺寸如圖5所示，其中長(zhǎng)條形塊為側(cè)壁發(fā)電片，方形塊為頂部發(fā)電片。溫差發(fā)電片與塔座之間涂有硅鋁酸鹽膠黏劑。系統(tǒng)發(fā)電片間隙填充保溫棉，以減小漏熱損失。每行發(fā)電片間距2mm，供正負(fù)極接線。每層塔座發(fā)電片串聯(lián)，塔座之間發(fā)電片并聯(lián)。

圖5 發(fā)電片布置示意及參數(shù)Fig.5 Layout diagram and parameters of the thermoelectric generator

冷端塔座結(jié)構(gòu)與熱端塔座相適，確保溫差發(fā)電片冷熱端均與塔座貼合，其示意及相關(guān)尺寸參數(shù)見圖6。受限于每一層的塔座高度及堆艙空間，為了增大熱管蒸發(fā)段的長(zhǎng)度以增強(qiáng)換熱，并使熱管各段長(zhǎng)度合理化，以相鄰兩邊為一組，對(duì)于由外至內(nèi)的第一、二、三、四層塔座，每組側(cè)邊分別分布4、4、3、1根直徑2cm的中常溫異型熱管，塔座內(nèi)合計(jì)有36根中常溫異型熱管。

圖6 冷端座示意及參數(shù) (a) 正視圖，(b) 俯視圖Fig.6 Schematic and parameters of the cold-side tower (a) Front view, (b) Vertical view

2 發(fā)電系統(tǒng)傳熱模擬

2.1 物理模型

采用Ansys Workbench 中的Fluent 程序?qū)λ綔夭畎l(fā)電模塊進(jìn)行傳熱模擬仿真，根據(jù)熱管傳熱量和發(fā)電片傳熱量可得到有效熱量利用率，經(jīng)發(fā)電片傳熱量和熱電轉(zhuǎn)換效率得到溫差發(fā)電電量。取小型熱管熔鹽堆塔式溫差發(fā)電模型作為研究對(duì)象，由于模型具有一定的對(duì)稱性，因此只取1/3的結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真。發(fā)電片可根據(jù)尺寸需求進(jìn)行選擇或定制，因此側(cè)壁發(fā)電片設(shè)計(jì)為整片模型，以增大有效傳熱面積。考慮了發(fā)電片尺寸規(guī)格、系統(tǒng)接線占用面積等因素，模型實(shí)際面積可視為有效傳熱面積。模型如圖7所示。

圖7 簡(jiǎn)化后的1/3模型(a)和發(fā)電片結(jié)構(gòu)(b)Fig.7 One-third of the model (a) and thermoelectric generator(b) after model simplification

2.2 熱管模型及工作原理

一般熱管工作原理示意如圖8所示。熱源通過(guò)熱管管壁和吸液芯結(jié)構(gòu)作用于熱管蒸發(fā)段，使得蒸發(fā)段內(nèi)的工作液體溫度上升，工作液體蒸發(fā)。一般工作液體的汽化潛熱較大，不需要很大的蒸發(fā)量就能帶走蒸發(fā)段熱源中大量的熱量，蒸發(fā)段的飽和蒸氣壓隨著液體溫度上升而升高，在熱壓差作用下，蒸汽經(jīng)熱管絕熱段流至冷凝段，在冷凝段冷阱釋放熱量后冷凝成液體，通過(guò)毛細(xì)作用力或重力作用回流至蒸發(fā)段，整個(gè)過(guò)程循環(huán)往復(fù)，源源不斷高效地將熱量從熱阱傳遞至冷阱。

圖8 熱管工作原理示意Fig.8 Schematic of the working principle of a heat pipe

2.3 控制方程及邊界條件

本文主要進(jìn)行該模型的穩(wěn)態(tài)熱分析，獲得溫度場(chǎng)、熱梯度和熱流密度等物理量。模型中，高溫?zé)峁?、熱端座、溫差發(fā)電片、冷端座、中常溫?zé)峁苷舭l(fā)段及保溫棉等之間的固體導(dǎo)熱，熱傳導(dǎo)遵循傅里葉定律：

式中：λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W·m-1·℃；q為熱流密度，W·m-2。

中常溫?zé)峁芾淠魏屯饨绲膿Q熱遵循牛頓冷卻公式：

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)，W·m-2·℃；Tw和Tf分別為熱管壁溫和來(lái)流溫度，℃；q為熱流密度，W·m-2。

堆芯功率密度分布均勻，計(jì)算中假設(shè)高溫?zé)峁芾淠螢榫粺崃髅芏?，不同功率下高溫?zé)峁芏嗣娴臒崃髅芏仍O(shè)置見表1。將中常溫?zé)峁芾淠卧O(shè)置為第三類邊界條件，根據(jù)鄭萬(wàn)冬等的研究［14］，設(shè)置對(duì)流換熱系數(shù)為700 W·m-2·℃，來(lái)流溫度設(shè)置為5℃，其他表面邊界條件為默認(rèn)邊界條件。分別計(jì)算滿功率46kW 和功率44kW、42kW、40kW、38kW、36kW時(shí)的系統(tǒng)溫度分布和熱利用效率。熱利用效率通過(guò)式（3）計(jì)算：

表1 不同功率下高溫?zé)峁芏嗣鏌崃髅芏萒able 1Heat flux at different values of power

式中：Qeff和Qin分別為通過(guò)溫差發(fā)電片和高溫?zé)峁芏嗣娴臒崃?，W。

2.4 物性參數(shù)

冷端座及熱端座材料為銅金屬或鎢銅合金，導(dǎo)熱系數(shù)為394 W·m-1·℃。溫差發(fā)電片為方鈷礦單級(jí)發(fā)電器件，耐高溫，適用于大溫差，熱電轉(zhuǎn)換效率達(dá)8%以上［15］，導(dǎo)熱系數(shù)為2 W·m-1·℃。熱管設(shè)置為熱的良導(dǎo)體，高溫?zé)峁墚?dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為105W·m-1·℃［16］。根據(jù)實(shí)驗(yàn)研究的結(jié)論，中常溫?zé)峁墚?dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為3×104W·m-1·℃［17］。保溫棉采用硅酸鋁纖維，其物性參數(shù)設(shè)置如表2所示。

表2 硅酸鋁纖維物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of the aluminum silicate fiber

2.5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為檢查數(shù)值計(jì)算準(zhǔn)確性，分別對(duì)網(wǎng)格數(shù)為82.4萬(wàn)、115.7 萬(wàn)、149.0 萬(wàn)、187.4 萬(wàn)、225.1 萬(wàn)、264.0 萬(wàn)的模型進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。監(jiān)測(cè)發(fā)電片熱流量，網(wǎng)格單元數(shù)187.4萬(wàn)后，變化不大，如圖9所示。此時(shí)，網(wǎng)格最大扭曲度小于0.86，最小正交質(zhì)量0.14，滿足計(jì)算要求。

圖9 網(wǎng)格劃分(a)和網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證(b)Fig.9 Grid division (a) and independence verification (b)

3 結(jié)果及討論

3.1 40kW功率時(shí)的模擬結(jié)果

圖10 為40kW 功率下模擬計(jì)算得到的溫度分布圖。從堆芯出來(lái)的高溫?zé)峁茏罡邷囟葹?96℃。溫差發(fā)電片和保溫棉上有明顯的溫度梯度變化，發(fā)電片兩側(cè)平均溫差為547℃。從圖10（c）可以看出，側(cè)壁所貼發(fā)電片受下層熱端座傳熱影響，其下部溫差較小，影響發(fā)電效率。發(fā)電片下方和端座應(yīng)填充一定厚度的隔熱材料，以此來(lái)增大發(fā)電片兩側(cè)的溫差，提高發(fā)電效率。堆芯中熱量除經(jīng)發(fā)電片傳熱外，有一定程度的漏熱。從計(jì)算結(jié)果可知，發(fā)電片冷端的熱通量為110 276.2 W·m-2，總面積為0.116 6m2，則通過(guò)發(fā)電片冷端熱量為12 858.2 W，以熱電轉(zhuǎn)換效率8%進(jìn)行計(jì)算［15］，則電功率為1028.7 W，整體系統(tǒng)的輸出功率則為3086 W；高溫?zé)峁芏嗣娴臒嵬繛?344 896 W·m-2，總面積為9.869×10-3m2，則經(jīng)高溫?zé)峁苓M(jìn)入的熱量為13 272.8 W。根據(jù)式（3）可知，通過(guò)發(fā)電片可利用的有效熱量占96.9%，漏熱量約占3.1%。

圖10 40kW功率時(shí)整體溫度分布(a)、發(fā)電片溫度分布(b)和發(fā)電片局部溫度分布(c)Fig.10 Overall temperature distribution (a), temperature distribution of the generator (b) and local temperature distribution of the generator (c) at the power of 40kW

圖11為各層側(cè)壁及頂部發(fā)電片兩側(cè)的平均溫度及溫差曲線。對(duì)于側(cè)壁發(fā)電片，隨著由外至內(nèi)層數(shù)的增加，發(fā)電片熱端和冷端的溫度均有所下降，其中冷端的溫度下降趨勢(shì)更為明顯，因此發(fā)電片兩側(cè)之間的溫差呈現(xiàn)逐步增大趨勢(shì)。各層頂部發(fā)電片的溫度變化趨勢(shì)也類似。發(fā)電片熱端溫度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)是因?yàn)殡S著層數(shù)的增加，發(fā)電片距離堆芯更遠(yuǎn)，所以溫度有所下降，但由于堆芯高溫?zé)峁艿膫鳠崮芰^強(qiáng)，熱端溫度下降趨勢(shì)較小。而對(duì)于發(fā)電片冷端，隨著層數(shù)的增加，發(fā)電片距離冷阱更近，且布置在前面幾層的冷卻熱管也能一定程度帶走后面各層的熱量，因此溫度呈現(xiàn)明顯下降趨勢(shì)。

圖11 各層發(fā)電片溫度分布 (a) 側(cè)壁，(b) 頂部Fig.11 Temperature distribution of each layer of the generator (a) Side, (b) Top

經(jīng)過(guò)計(jì)算，通過(guò)側(cè)壁發(fā)電片由外至內(nèi)各層的功率分別為5 220 W、4080 W、1 978 W、413 W；通過(guò)頂部發(fā)電片由外至內(nèi)各層的功率分別為529 W、386 W、293 W。對(duì)于溫差發(fā)電塔座，由外至內(nèi)各層的溫差增大，熱流密度增大，但同時(shí)各層表面積隨之減小，因此通過(guò)各層的功率呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

3.2 不同功率下的系統(tǒng)溫度分布

保持其他條件不變，設(shè)置功率分別為36kW、38kW、40kW、42kW、44kW 和46kW 進(jìn)行模擬計(jì)算，對(duì)應(yīng)輸入的熱流密度見表1。圖12給出了不同功率下的系統(tǒng)溫度場(chǎng)分布，將云圖縱坐標(biāo)的溫度區(qū)間統(tǒng)一化，可以清晰地看到功率從高到低時(shí)溫度場(chǎng)的變化過(guò)程。冷端熱管可以將冷端座中的廢熱導(dǎo)出，保障了整個(gè)系統(tǒng)中溫度分布的合理性。所有功率下溫差發(fā)電片兩側(cè)的溫度梯度變化均勻明顯，具體的溫度變化數(shù)據(jù)及熱量利用率見§3.3。

圖12 不同功率下的系統(tǒng)溫度分布 (a) 46kW，(b) 44kW，(c) 42kW，(d) 40kW，(e) 38kW，(f) 36kWFig.12 System temperature contour at power values (a) 46kW, (b) 44kW, (c) 42kW, (d) 40kW, (e) 38kW, (f) 36kW

3.3 不同功率下的溫度變化及熱量利用率

在中常溫?zé)峁芾淠卫鋮s條件不變時(shí)，隨著功率升高，高溫?zé)峁軣岫嗣鏈囟群桶l(fā)電片熱端溫度幾乎呈線性上升，如圖13所示，發(fā)電片兩側(cè)溫差也由492.5℃升至627.2℃。隨著兩側(cè)溫差增大，熱電轉(zhuǎn)換效率增大，發(fā)電量會(huì)有所增大。但同時(shí)，如圖14所示，由于系統(tǒng)溫度升高，保溫棉的熱導(dǎo)率增大，其保溫性能降低，熱有效利用率即通過(guò)發(fā)電片的熱量占總熱量的比值有所降低，這使得系統(tǒng)整體的發(fā)電量提升有限。另外從圖14可知，功率逐漸增大時(shí)，溫差發(fā)電片附近的總漏熱量始終保持小于4%，即熱量利用率保持在96%以上，保溫材料起到了良好的隔熱效果。本模擬主要針對(duì)理想情況，實(shí)際還需考慮系統(tǒng)接線等造成的密封不嚴(yán)而帶來(lái)的額外熱損失。

圖13 不同功率下的溫度變化Fig.13 Temperature variation curves at different power values

圖14 不同功率下的熱量利用率Fig.14Heat utilization rate at different power values

對(duì)于此設(shè)計(jì)，綜合考慮不同功率下的溫度分布及熱量利用率，較佳的運(yùn)行功率為40kW。此時(shí)，堆芯的溫度在700℃以內(nèi)，對(duì)長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行的系統(tǒng)壽命更加有利，同時(shí)，熱量利用率也較高，最終通過(guò)熱電轉(zhuǎn)換得到的能量較多。另外，功率變化時(shí)，系統(tǒng)溫度變化趨勢(shì)較為明顯，這可能會(huì)對(duì)系統(tǒng)的長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定運(yùn)行帶來(lái)影響，因此可以考慮在較佳的功率下運(yùn)行，如有功率調(diào)節(jié)需要，可以控制調(diào)節(jié)速度以減緩系統(tǒng)溫度變化趨勢(shì)。

4 結(jié)語(yǔ)

本文提出了一種適用于熱管熔鹽堆的塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)，即堆芯熱管束的冷凝段由外而內(nèi)增高，熱端座和冷端座相應(yīng)地均為結(jié)構(gòu)相適的塔式結(jié)構(gòu)。發(fā)電片位于冷熱塔座之間，利用熱端塔座內(nèi)的堆芯熱量和冷端塔座外水冷產(chǎn)生的溫差進(jìn)行發(fā)電。針對(duì)在小型熱管熔鹽堆中的4層塔座溫差發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行了傳熱模擬和分析。結(jié)果表明：隨著功率升高，發(fā)電片兩側(cè)平均溫差從492.5℃升至627.2℃，系統(tǒng)漏熱量小于4%，設(shè)計(jì)具有可行性。本文提出的塔式溫差發(fā)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)簡(jiǎn)化了因熱管排布密集導(dǎo)致的耦合系統(tǒng)復(fù)雜結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，同時(shí)保證中心區(qū)域熱管的有效散熱，在堆芯密集排布熱管的新型堆設(shè)計(jì)中有廣闊應(yīng)用前景。但需要指出的是，本結(jié)構(gòu)尚處于概念設(shè)計(jì)階段，對(duì)于實(shí)際應(yīng)用仍需開展更為細(xì)致的分析，尤其對(duì)于熱管發(fā)電片耦合接觸熱阻，串并聯(lián)方式優(yōu)化等的研究將極大推動(dòng)溫差發(fā)電在熱管熔鹽堆中的應(yīng)用。

作者貢獻(xiàn)聲明張磊負(fù)責(zé)實(shí)施研究、采集數(shù)據(jù)，分析／解釋數(shù)據(jù)；陳興偉負(fù)責(zé)對(duì)文章的知識(shí)性內(nèi)容作批評(píng)性審閱；戴葉負(fù)責(zé)指導(dǎo)；鄒楊負(fù)責(zé)獲取研究經(jīng)費(fèi)，指導(dǎo)。